Soutenance mémoire
Sièges automobiles et matériaux composites
Ce travail de thèse s’inscrit dans le cadre du projet DEMOS (Design and Manufacturing of Composite Automotive Interior Structures) piloté par la société Faurecia coordinatrice. Le projet DEMOS vise à concevoir une armature de siège allégée par l’utilisation d’une structure multimatériaux. Actuellement, l’intérieur des voitures représente environ 20% de son poids total avec, en particulier, l’ensemble des sièges qui pèse entre 65-80 kg, soit environ 5% à 7% du poids de la voiture. Le gain de poids visé est de 30% par rapport aux sièges en acier, pour un impact de l’ordre de 2 g de CO2 par km. Précédemment, la société Faurecia a réalisé des sièges métalliques allégés, tels que le siège en alliage de magnésium et le siège en acier à très haute limite élastique (Figure 1-3a). Ces matériaux métalliques sont simples à utiliser grâce à leur homogénéité et leur capacité d’assemblage par soudage. Cependant, ces deux versions de siège allégé ne pèsent que 15% de moins par rapport à une structure traditionnelle en acier. Pour gagner encore plus de masse, dans le contexte de notre travail, certaines pièces métalliques existantes d’un siège automobile seront réalisées en matériaux composites. Ces matériaux offrent un rapport résistance-rigidité/poids très élevé (Figure 1-3b). Cependant, dans cette perspective d’allègement, l’utilisation de matériaux aux comportements très différents dans une structure multimatériaux pose le problème technique de leur assemblage.
Fixation avec inserts
Un insert métallique taraudé introduit dans une pièce obtenue par injection, permet l’assemblage avec une autre pièce. La technologie de surmoulage, avec un composite à fibre courte injecté, permet de réaliser des pièces structurales de géométrie plus complexe. La présence de fibres dans un tel composite améliore les propriétés mécaniques de la matrice, surtout la rigidité et la contrainte à rupture. Cependant, l’anisotropie des propriétés mécaniques, résultant de la répartition des fibres lors de l’injection d’une pièce, doit être aussi prise en compte afin de mieux comprendre les propriétés des pièces injectées. Ce travail de thèse prend en compte le comportement mécanique en fonction de l’orientation des fibres d’un composite à fibres courtes à l’aide d’un modèle micromécanique. Le comportement du matériau a été étudié expérimentalement dans un premier temps pour fournir le modèle de comportement utilisé dans le code de calcul et puis pour calculer une structure en composite à fibres courtes, munie d’inserts métalliques.
Essais ARCAN-MINES sur les adhésifs de l’étude
Les essais ARCAN-MINES ont été choisis pour caractériser le comportement des adhésifs polymères, comportement qui dépend de la pression hydrostatique. Grâce à ce dispositif, nous pouvons faire varier la pression hydrostatique imposée sur l’échantillon en variant l’inclinaison de la force appliquée, comme présenté sur la Figure 3-15. Par contre, il est difficile de mesurer la déformation au niveau d’une couche fine d’adhésif (environ 0,3 mm d’épaisseur). La corrélation d’images numériques n’est pas utilisable la zone à mesurer étant trop petite. Dans ce travail des extensomètres mécaniques ont été utilisés pour mesurer la déformation au niveau des substrats métalliques de l’éprouvette. La déformation mesurée inclut celle des substrats métalliques. De plus pour la direction 90°, représentant l’état de cisaillement pur, la déformation du dispositif lui-même ne peut pas être négligée et doit être prise en compte. Il nous a fallu réaliser un calcul numérique sur le montage complet afin de déterminer les propriétés mécaniques de la couche d’adhésif à partir des résultats expérimentaux. Cependant, nous pouvons directement déterminer la limite d’élasticité et la contrainte à rupture de façon analytique, car la plasticité et la rupture se produisent uniquement au sein de l’adhésif. Les essais ARCAN-MINES ont été réalisés dans les directions de 0°, 30°, 60° et 90° afin de caractériser le comportement mécanique ainsi que la rupture des adhésifs SikaPower 4588 et Aderis 8641. Comme mentionné précédemment, les éprouvettes haltères en Aderis 8641 contiennant de nombreux défauts, nous avons déduit le comportement élastique de l’Aderis 8641, à partir des résultats des essais ARCAN-MINES dans les directions 0° et 90°, à l’aide des calculs numériques.
Mécanismes et paramètres influençant l’orientation des fibres
Nous pouvons distinguer 2 types de sollicitation qui orientent les fibres pendant l’étape de remplissage du moule. La première est le cisaillement souvent présent dans les canaux d’alimentations des moules ou dans les cavités minces. Plusieurs auteurs [Trevelyan et Mason, 1951], [Anczurowski et Cox, 1967], [Vincent et al., 1988] et [Bonhome et Brouwer, 1990] ont étudié le mouvement d’une fibre dans un écoulement laminaire, avec un fluide newtonien. Ils ont trouvé que son mouvement est périodique, comme présenté dans la Figure 5-1 et que sa vitesse de rotation n’est pas constante. Elle devient maximale lorsque la fibre est perpendiculaire à la direction de l’écoulement. La deuxième sollicitation est l’élongation présente dans les zones où l’écoulement diverge ou converge, telles que les seuils d’injection ou au front de matière lors de l’injection. En écoulement élongationnel, la fibre s’oriente parallèlement ou perpendiculairement à la direction de l’écoulement selon que le taux d’élongation est négatif ou positif, Figure 5-2. Au cours de l’écoulement élongationnel le mouvement de la fibre n’est plus périodique. La fibre tente de s’orienter vers une position d’équilibre. Outre ces 2 mécanismes qui orientent les fibres au cours de l’écoulement lors de l’injection d’une pièce, nous pouvons regrouper en 3 groupes les paramètres influençant l’orientation des fibres [Redjeb, 2007] :
a) Paramètres d’injection : De très nombreuses études ont porté sur la température du moule. Une réduction de température du moule entraîne une augmentation de l’épaisseur de la couche de peau de la structure cœur-peau [Bright et al., 1978], [Vincent et Agassant, 1986], induite par l’effet fontaine. La couche de peau a des fibres alignées dans la direction de l’écoulement, comme la montre l’observation au microscope L’autre paramètre d’injection, qui joue un rôle non négligeable, est la vitesse de l’injection. Pour des vitesses d’injection importantes, la couche de peau devient plus fine pendant que la couche de cœur, où des fibres s’orientent perpendiculairement à la direction de l’écoulement, est plus épaisse [Folkes et Russel, 1980], [Gupta et Wang, 1993].
b) Matières à injecter : le renfort et la matrice : Avec le paramètre de forme, l’influence de la géométrie des fibres sur l’orientation a été étudiée [Megally, 2005]. On a introduit dans un polypropylène, des fibres de verre ayant des longueurs différentes. Le paramètre de forme est défini par le rapport de la longueur sur le diamètre des fibres. Cette étude a montré que l’épaisseur de la couche de cœur s’accroît avec le paramètre de forme des fibres. Elle a également montré qu’une augmentation de la concentration de fibres contribue à l’épaisseur de la couche de cœur, et que la structure cœur-peau disparait lorsque la concentration de fibres est assez faible, soit 10% de fibres de verre dans un polypropylène dans le cadre de cette étude. La rhéologie de la matrice intervient dans l’écoulement de matière lors de l’injection. Pour les polymères, le profil de vitesse est beaucoup plus plat que celui des fluides newtoniens, et l’épaisseur de la couche de cœur est une fonction croissante de l’indice de pseudo plasticité du polymère. En outre, l’ajout de fibres aussi augmente le pseudo plasticité de la matrice [Ranganathan et Advani, 1993], [Tang et Altan, 1995].
c) Géométrie du moule : La géométrie de l’écoulement est un paramètre important de l’orientation des fibres [Fujiyama et al., 1977]. Certains travaux [Darlington et Smith, 1987], [Bay et Tucker, 1992] ont été consacrés à étudier l’influence des seuils d’injection sur l’orientation des fibres. Ils ont montré que la couche de cœur est caractérisée par des fibres perpendiculaires à la direction de l’écoulement lorsque les seuils d’injection sont le siège d’écoulements élongationnels. Par ailleurs, la géométrie de l’outillage peut aussi affecter la couche de cœur comme présenté par [Gillepsie, 1984]. Une réduction de l’épaisseur de la cavité diminue l’épaisseur de la couche de cœur, où des fibres s’orientent perpendiculairement à la direction de l’écoulement. Donc, dans le cas d’une plaque mince l’orientation des fibres est quasiment unidirectionnelle dans la direction de l’écoulement.
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Table des matières
Introduction générale
Chapitre 1 Contexte industriel de la thèse
1.1 Introduction
1.2 Sièges automobiles et matériaux composites
1.3 Enjeux de l’assemblage
1.3.1 Boulonnage
1.3.2 Fixation par inserts
1.3.1 Collage
PARTIE I ETUDE EXPERIMENTALE
Chapitre 2 Présentation des matériaux de l’étude
2.1 Les matériaux du projet DEMOS
2.2 Composite tissé « TEPEX 102 »
2.2.1 Fibres – Fibres de verre de type E
2.2.2 Matrice- Résine thermoplastique polyamide 6
2.2.3 Architecture – Composite tissé en sergé 2/2
2.3 Composite injecté « PA66 GF50 »
2.4 Adhésifs « SikaPower 4588 » et « Aderis 8641 »
2.4.1 Sikapower 4588
2.4.2 Aderis 8641
Chapitre 3 Caractérisations mécaniques
3.1 Introduction
3.2 Caractérisation mécanique du composite tissé « TEPEX 102 »
3.2.1 Essais de traction sur TEPEX 102
3.2.2 Essais de compression sur TEPEX 102
3.2.3 Essais de flexion 3 points, à appuis rapprochés, sur TEPEX 102
3.2.4 Essais ARCAN-MINES sur TEPEX 102
3.3 Caractérisation mécanique du composite injecté « PA66 GF50 »
3.3.1 Répartition de fraction volumique de fibres dans la plaque PA66 GF50
3.3.2 Essais de traction sur le PA66 GF50
3.4 Caractérisation mécanique des adhésifs « SikaPower 4588 » et « Aderis 8641 »
3.4.1 Essais de traction sur éprouvettes haltères
3.3.2 Essais ARCAN-MINES sur les adhésifs de l’étude
PARTIE II MODELISATION DU COMPORTEMENT
Chapitre 4 Modélisation du comportement du composite tissé « TEPEX 102 »
4.1 Introduction
4.2 Loi de comportement
4.2.1 Loi de Hooke
4.2.2 Critère de Hill
4.2.3 Loi d’écrouissage isotrope non-linéaire
4.3 Identification des paramètres des modèles
Chapitre 5 Modélisation du comportement du composite injecté « PA66 GF50 »
5.1 Introduction
5.2 Orientation des fibres
5.2.1 Mécanismes et paramètres influençant l’orientation des fibres
5.2.2 Représentation mathématique de l’orientation des fibres
5.3 Modèles micromécaniques
5.3.1 Techniques d’homogénéisation en élasticité
5.3.2 Prise en compte de l’orientation des fibres
5.3.3 Implémentation dans le code de calcul
5.3.4 Identification des paramètres du modèle micromécanique
5.4 Prise en compte du comportement inélastique
Chapitre 6 Modélisation du comportement des adhésifs « SikaPower 4588 » et « Aderis 8641 »
6.1 Introduction
6.2 Calcul numérique sur le dispositif ARCAN-MINES
6.3 Loi de comportement
6.3.1 Loi de Hooke
6.3.2 Critère de plasticité
6.3.3 Loi d’écoulement
6.3.4 Loi d’écrouissage
6.3.5 Loi de viscosité
6.4 Identification des paramètres des modèles
6.5 Critère de rupture
PARTIE III PREDICTION DE RUPTURE DE STRUCTURE BOULONNEE OU COLLEE
Chapitre 7 Assemblage boulonné
7.1 Introduction
7.2 Méthode de prédiction de la rupture
7.3 Plaque composite munie d’un trou
7.3.1 Essais de traction sur pièces trouées
7.3.2 Calculs numériques
7.3.3 Prédiction de rupture par post-traitement
7.4 Structure boulonnée en composite
7.4.1 Essais expérimentaux sur les pièces boulonnées
7.4.2 Calculs numériques
7.3.3 Prédiction de rupture d’une pièce boulonnée
Chapitre 8 Assemblage collé
8.1 Introduction
8.2 Généralités sur les assemblages collés
8.2.1 Mécanismes d’adhésion
8.2.2 Modes de rupture de l’assemblage collé
8.3 Développement du critère de rupture à l’aide de l’essai de simple recouvrement
8.3.1 Essais de simple recouvrement
8.3.2 Calculs numériques
8.3.3 Identification du paramètre distance critique où s’applique le critère de rupture
8.4 Prédiction de rupture d’une structure collée : cas des triangles collés
8.4.1 Présentation des triangles collés
8.4.2 Essais de torsion sur les triangles collés
8.4.3 Calculs numériques
8.4.4 Prédiction de rupture
PARTIE IV APPLICATION AU DIMENSIONNEMENT INDUSTRIEL
Chapitre 9 Calcul numérique du siège multi-matériaux
9.1 Introduction
9.2 Présentation du siège multi-matériaux
9.3 Trou renforcé réalisé par le procédé QSP
9.4 Calcul numérique et prédiction de rupture
9.4.1 Liaison rivetée
9.4.2 Liaison collée
Chapitre 10 Calcul numérique de la bielle du siège en composite injecté
10.1 Introduction
10.2 Présentation de la bielle en composite injecté
10.3 Essais mécaniques sur la bielle
10.3.1 Répartition de fraction volumique dans la bielle
10.3.2 Essais de traction sur la bielle
10.4 Calcul numérique
Conclusion et perspectives
Références bibliographique
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